趙君，李曉華，王玉麟，羅一杰，孟祥宇

(華南理工大學 電力學院，廣東 廣州 510641)

0 引 言

基于電網電壓換相的高壓直流輸電系統(tǒng)(line-commutated-converter high voltage direct current，LCC-HVDC)在遠距離、大容量輸電中廣泛應用，但由于晶閘管無自關斷能力，LCC-HVDC存在換相失敗的風險[1]。連續(xù)換相失敗可能導致直流閉鎖，嚴重威脅交直流系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行[2]。因此，對發(fā)生連續(xù)換相失敗的風險進行評估具有重要意義。

現(xiàn)有文獻評估連續(xù)換相失敗風險的指標主要為交流系統(tǒng)的特征量，比如換相電壓的幅值跌落、相位偏移和諧波等因素。文獻[3]給出了單相故障和三相故障時引起換相失敗的電壓幅值跌落的臨界值。文獻[4]研究了相位偏移對換相過程的影響。文獻[5]提出了諧波影響系數(shù)以評估不同次數(shù)諧波引起換相失敗的風險。目前換相失敗的風險評估方法多是從交流系統(tǒng)的角度提出，鮮有從直流控制的角度研究連續(xù)換相失敗的風險評估。鑒于此，本文從直流控制的角度考慮，提出利用最大換相電流進行連續(xù)換相失敗的風險評估，這對于連續(xù)換相失敗的抑制措施研究也同樣具有指導意義。

本文首先提出將最大換相電流作為換相失敗的判據(jù)，計算出不對稱故障時各個閥對應的最大換相電流特性曲面；然后通過與VDCOL特性曲面的比較來評估連續(xù)換相失敗的風險；最后，基于CIGRE HVDC標準模型的仿真驗證文中所提的最大換相電流用于連續(xù)換相失敗的風險評估的正確性。

1 不對稱故障對連續(xù)換相失敗的影響

1.1 連續(xù)換相失敗和最大換相電流判據(jù)

LCC-HVDC采用晶閘管作為換流閥，晶閘管恢復關斷能力所需的最小關斷角γmin為7.2°,當關斷角γ<γmin時，將引起換相失敗[6]。關斷角的表達式為：

(1)

式中：Xc為等效換相電抗；Id為直流電流；UL為換相電壓；α為觸發(fā)延遲角。由于關斷角不能直接控制，也不便于反映換相的動態(tài)過程，根據(jù)式(1)定義最大換相電流為：

(2)

將Idmax作為換相失敗的判據(jù)，通過Idmax和Id的比較，就能判斷某次換相過程能否成功。當Id>Idmax時，換相時間變長，導致關斷角減小;當γ<γmin就會引發(fā)換相失敗。交流系統(tǒng)發(fā)生故障后，若直流控制系統(tǒng)調節(jié)不當，造成多次Id>Idmax，進而導致多次γ<γmin，就會引發(fā)連續(xù)換相失敗。

1.2 最大換相電流的計算

圖1 電壓負序分量對換相電壓的影響

逆變側交流系統(tǒng)發(fā)生不對稱故障后，負序分量導致?lián)Q相電壓不再對稱,更容易引發(fā)連續(xù)換相失敗,而且各換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風險不一致。換相電壓如圖1所示。圖1中：虛線為考慮了負序分量后的換相電壓;下標1為換相電壓正序分量；下標2為換相電壓負序分量。負序分量將導致?lián)Q相電壓相位偏移，其中ΔΨac為換相電壓uac的相位偏移量。

不對稱故障導致?lián)Q相電壓不再對稱時，根據(jù)式(2)定義最大換相電流為：

(3)

本文將Y橋a相向b相換相對應的最大換相電流記為IdmaxYab,對應的換流閥換相過程為Y橋閥4向閥6換相；將Y橋b相向a相換相對應的最大換相電流記為IdmaxYba，對應的換流閥換相過程為Y橋閥1向閥3換相。同理可得Y橋和D橋其他換流閥對應的最大換相電流。由圖1可知，換相電壓uab和uba的幅值和相位偏移量相同，則IdmaxYba=IdmaxYab，因此文章將IdmaxYab對應Y橋閥4向閥6、閥1向閥3的換相過程，12脈動換流閥只需要計算6個最大換相電流即可。

(4)

式中：Uf1、Uf2分別為電網電壓正序、負序分量；φ21為電壓負序分量和正序分量的相位差。根據(jù)序分量合成，同理可計算其他換相電壓的幅值和相位偏移[8]。在系統(tǒng)參數(shù)確定的情況下，序分量主要與故障類型和過渡阻抗Zf有關[9]。

Uf1=y1(Zf)，Uf2=y2(Zf)，φ21=y3(Zf)

(5)

式中：Zf為過渡阻抗。將式(4)、式(5)代入式(3)可以得到IdmaxYab，同理，可以計算出其他閥對應的最大換相電流，最后結果簡化為：

Idmax=f(Zf,α)

(6)

2 連續(xù)換相失敗的風險評估方法

2.1 VDCOL特性曲面

VDCOL根據(jù)電壓幅值調節(jié)直流電流指令，能在一定程度上減小換相失敗的風險。典型的VDCOL特性方程為：

(7)

式中：IdVDCOL為VDCOL電流指令；Udc為直流電壓。

Idmax表征了系統(tǒng)的極限換相能力，而IdVDCOL表征了控制系統(tǒng)所感知的換相能力。當IdVDCOL超過Idmax時，將導致實際直流電流偏大，無法保證關斷角裕度，導致連續(xù)換相失敗。將IdVDCOL和Idmax進行對比，就可以評估各個換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風險。但是，VDCOL特性曲線僅反映了電流指令隨直流電壓變化的規(guī)律，并不便于和Idmax進行比較，因此，需要將現(xiàn)有的VDCOL特性曲線轉化為VDCOL特性曲面，以便進行比較。

不對稱故障后，首次換相失敗恢復期間的直流電壓為：

(8)

IdVDCOL=g(Zf,α)

(9)

圖2 VDCOL特性曲面

圖3 最大換相電流特性曲面

根據(jù)式(9)可計算出單相故障時過渡阻抗為純電感時的VDCOL特性曲面，如圖2所示。同理也可以計算出不同故障類型和過渡阻抗時的VDCOL特性曲面。

2.2 連續(xù)換相失敗的風險評估機理

在首次換相失敗后的故障恢復期間，在控制系統(tǒng)調節(jié)的過程中，隨著α增大，直流電壓逐漸增大，IdVDCOL逐漸增大，則Id隨之增大，但是Idmax逐漸減小。負序分量造成換相電壓相位超前且幅值跌落，導致Idmax進一步減小，當IdVDCOL>Idmax時引起控制系統(tǒng)調節(jié)不當,隨著α的增大，將導致Id大于Idmax而發(fā)生連續(xù)換相失敗。

為評估連續(xù)換相失敗的風險，根據(jù)式(6)計算出各個換相電壓對應的最大換相電流曲面，并與式(9)計算出的VDCOL特性曲面進行對比，圖3(a)是A相故障且過渡阻抗為純電感時計算出的最大換相電流特性曲面，圖3(b)是A相故障且過渡阻抗為純電阻時計算出的最大換相電流特性曲面。

由圖3(a)可以看到，A相故障且過渡阻抗為純電感時，在調節(jié)的過程中，隨著α的增大，IdmaxYab最先小于IdVDCOL，因此最易發(fā)生連續(xù)換相失敗的環(huán)節(jié)為最大換相電流IdmaxYab所對應的換相過程：Y橋閥1向閥3換相、閥4向閥6換相。同理，由圖3(b)可以看出，A相故障且過渡阻抗為純電阻時，隨著α的增大，IdmaxDbc最先小于IdVDCOL，因此最易發(fā)生連續(xù)換相失敗的環(huán)節(jié)為最大換相電流IdmaxDbc對應的換相過程：D橋閥3向閥5換相、閥6向閥2換相。

3 仿真分析

本文基于PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件，以CIGRE HVDC標準模型為算例驗證所提連續(xù)換相失敗的風險評估方法的正確性。

3.1 最大換相電流判據(jù)的合理性驗證

為驗證本文所提最大換相電流作為換相失敗判據(jù)的合理性，1.0 s時在逆變側交流系統(tǒng)設置過渡電感Lf為0.8 H、持續(xù)時間為0.4 s的AB兩相接地故障(AB-G)，仿真波形如圖4所示。圖4中：Idmax取自12脈動換流閥的最大換相電流的最小值，可根據(jù)式(3)求得；i21～i26為D橋閥1～閥6的閥電流。

圖4 AB-G故障過渡電感為0.8 H時的仿真波形

由圖4可知，首次換相失敗后的故障恢復階段，在控制系統(tǒng)的調節(jié)下觸發(fā)角逐漸增大，IdVDCOL逐漸增大，Id隨之增大，而Idmax逐漸減小，直流輸電系統(tǒng)面臨連續(xù)換相失敗的風險。1.157 s時D橋閥6向閥2換相,對應的Idmax=1.082 p.u.，而此時Id=1.083 p.u.,Id大于Idmax導致?lián)Q相時間偏長，閥6無法正常關斷，隨后1.158 s時閥6重新導通，導致D橋閥6向閥2換相失敗?？梢?，將Idmax作為換相失敗判據(jù)，然后通過Idmax和Id的比較，能夠靈敏和準確地反映換相失敗發(fā)生的情況。

3.2 連續(xù)換相失敗的風險評估效果驗證

為驗證本文所提的最大換相電流用于連續(xù)換相失敗風險評估的效果，1.0 s時在逆變側交流系統(tǒng)分別設置過渡電感為0.55 H、過渡電阻為100 Ω的A相故障，故障持續(xù)時間為0.4 s，閥電流波形如圖5所示。圖5中：i11～i16分別為Y橋閥1～閥6的閥電流；i21～i26分別為D橋閥1～閥6的閥電流。

圖5 A相故障時閥電流波形

由圖5(a)可知：過渡阻抗為純電感的A相故障持續(xù)期間，首次換相失敗后Y橋換流閥于1.157 s最先發(fā)生連續(xù)換相失敗，且Y橋換相失敗發(fā)生在閥1向閥3換相的環(huán)節(jié)，因為其對應的最大換相電流IdmaxYab最小，直流電流偏大時最先超過該電流，導致連續(xù)換相失敗，這符合圖3(a)的理論計算結果。

由圖5(b)可知：過渡阻抗為純電阻的A相故障持續(xù)期間，首次換相失敗后D橋換流閥于1.136 s最先發(fā)生連續(xù)換相失敗，且D橋換相失敗發(fā)生在閥6向閥2換相的環(huán)節(jié)，因為其對應的最大換相電流IdmaxDbc最小，直流電流偏大時最先超過該電流，導致連續(xù)換相失敗，這與圖3(b)的仿真計算結果一致。

為進一步驗證本文所提評估方法的有效性，以A相故障為例，在首次換相失敗后換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的情況如表1和表2所示。表1和表2的數(shù)據(jù)表明，本文所提出的最大換相電流的評估方法，可以有效評估不對稱故障時各個閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風險。

對于其他類型的不對稱故障，在獲取了Uf1、Uf2以及φ21等特征量后，根據(jù)式(3)、式(4)就可以求解各個閥對應的最大換相電流，根據(jù)式(7)、式(8)求解IdVDCOL，然后通過IdVDCOL和Idmax的對比來評估發(fā)生連續(xù)換相失敗的風險。

表1 過渡阻抗為電感時連續(xù)換相失敗情況統(tǒng)計表

表2 過渡阻抗為電阻時連續(xù)換相失敗情況統(tǒng)計表

4 結束語

針對不對稱故障造成連續(xù)換相失敗的問題，本文從直流控制的角度出發(fā)，將最大換相電流作為換相失敗判據(jù)，并提出不同換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風險評估方法。通過理論分析和大量仿真驗證，得到以下結論。

(1) 將最大換相電流作為換相失敗判據(jù)，能夠準確和靈敏地反映換相失敗的情況。

(2) 通過對比最大換相電流和VDCOL電流指令,能夠有效評估不同換流閥發(fā)生連續(xù)換相失敗的風險。當某個換相過程所對應的最大換相電流小于VDCOL電流指令時，說明該換相過程抵御換相失敗的能力最弱，最容易發(fā)生連續(xù)換相失敗。

限制直流電流能夠有效避免換相失敗，在今后，可將本文所提的最大換相電流用于連續(xù)換相失敗的抑制措施研究。